方福君,李庚,蔣濤,孫兆巖,劉志堯,盧秀德
1.中國石油集團川慶鉆探工程有限公司 井下作業(yè)公司(四川 成都610213)
2.中國石油集團川慶鉆探工程有限公司 地質(zhì)勘探開發(fā)研究院(四川 成都610213)
連續(xù)油管施工環(huán)境較為惡劣、受力狀態(tài)復(fù)雜,易受多種因素影響導(dǎo)致失效。若連續(xù)油管的失效主因是循環(huán)彎曲造成的管體疲勞失效,稱之為“純疲勞”引發(fā)的失效。隨著頁巖氣開發(fā)的不斷深入,施工中出現(xiàn)因“純疲勞”而引發(fā)的連續(xù)油管失效案例逐漸增多,且多數(shù)失效發(fā)生在連續(xù)油管鋼帶對接焊縫相鄰位置,造成很大危害。為此,一些國內(nèi)外學(xué)者對原連續(xù)油管疲勞模型中焊縫位置的疲勞修正系數(shù)取值是否合適產(chǎn)生懷疑[1-4],Padron T等人進行了針對此類問題的大量相關(guān)性實驗研究,證實采用斜口焊接方式的高強度連續(xù)油管,焊縫位置的疲勞壽命受應(yīng)變量的影響嚴(yán)重[5]。
我國頁巖氣的開發(fā)重點現(xiàn)已逐漸轉(zhuǎn)向深層頁巖氣[6-8],大井深、高壓力、超長水平段的作業(yè)環(huán)境將導(dǎo)致連續(xù)油管的選型只能向更高強度、更大管徑方向發(fā)展。但受運輸條件制約,為保證能裝載足夠長度的連續(xù)油管,繼續(xù)采用較小芯軸的滾筒是唯一選擇。由于以上原因疊加,造成在深層頁巖氣開發(fā)環(huán)境下的連續(xù)油管將會比以往工況承受更高水平的應(yīng)變,若此問題不加以重視,將會給安全生產(chǎn)帶來極大隱患。
通過篩選出一起較為典型的國產(chǎn)連續(xù)油管因“純疲勞”引發(fā)焊縫位置失效案例,應(yīng)用Padron T等人提出的連續(xù)油管焊縫疲勞計算方法,對發(fā)生斷裂的焊縫進行疲勞壽命消耗計算,探討此方法是否適合國產(chǎn)連續(xù)油管焊縫的疲勞壽命計算,以期為國產(chǎn)連續(xù)油管在深層頁巖氣應(yīng)用中的管柱安全提供一定的參考依據(jù)。
按照Padron T等人對于因“純疲勞”而引發(fā)的連續(xù)油管失效案例統(tǒng)計,典型失效案例應(yīng)包括以下4項因素:①高強度(鋼級CT100及以上)、大管徑(直徑50.8 mm及以上)的連續(xù)油管;②斜口焊縫出現(xiàn)“純疲勞”失效;③連續(xù)油管在高壓(41~48 MPa)環(huán)境下工作;④連續(xù)油管失效的焊縫位置承受了較高水平的彎曲應(yīng)變(1.7%~2.1%)。
根據(jù)以上因素,篩選出的一起典型案例如下:某國產(chǎn)鋼級CT110、外徑50.8 mm、長度5 500 m的連續(xù)油管,在服役的第86天突然發(fā)生斷裂,作業(yè)類型主要為頁巖氣井的鉆磨橋塞、通井和射孔作業(yè),作業(yè)深度3 006~5 372 m,最高施工壓力62 MPa,斷裂位置3 275 m處,如圖1所示。
圖1 連續(xù)油管3 275 m斷口處外形圖
在對斷口區(qū)域外觀檢查未發(fā)現(xiàn)明顯的機械損傷和腐蝕性損傷,經(jīng)斷口宏觀形貌、掃描電鏡觀察,發(fā)現(xiàn)斷口HFW焊縫位置存在由內(nèi)壁內(nèi)向外擴展的疲勞貝紋線,斷面其他位置斷口類似于拉伸斷口形貌,由此確定此失效的主要原因為“純疲勞”引發(fā),如圖2所示。
圖2 連續(xù)油管3 275 m斷口處掃描電鏡
取距離斷口10 mm位置環(huán)狀管樣進行金相檢測,結(jié)果顯示HFW焊縫及母材組織均正常,而環(huán)切面斷面發(fā)現(xiàn)距離HFW焊縫90°位置處顯示為鋼帶對接焊縫熱處理組織,因此可判定失效位置位于鋼帶對接的焊縫區(qū)域,如圖3所示。
圖3 連續(xù)油管3 275 m斷口處金相檢測圖
對照此卷連續(xù)油管的出廠技術(shù)文件(表1),發(fā)現(xiàn)第6段與第7段鋼帶的焊縫位置在3 280 m處,同時通過查閱使用記錄,發(fā)現(xiàn)此卷連續(xù)油管斷裂前入井的22次記錄中前端均未進行較大長度的切割,僅在每次制作接頭時有所消耗,共計切割5 m,因此,確定斷裂位置3 275 m為第6段鋼帶與第7段鋼帶的焊縫位置,焊縫類型為斜口焊縫。
表1 連續(xù)油管基本參數(shù)
提取原始施工數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn),斷裂點3 275 m位置處共有88次彎曲記錄,最后斷裂發(fā)生在第44次出井方向滾筒處的彎曲點,如圖4所示。
圖4 3 275 m位置處彎曲記錄圖
在斷裂前3 275 m處彎曲時的施工壓力主要集中在40~50 MPa這一區(qū)間,占總彎曲次數(shù)的55%,超過50 MPa以上的彎曲占總彎曲次數(shù)的26%。
基于梁彎曲原理,連續(xù)油管彎曲變形示意圖如圖5所示。
圖5 連續(xù)油管彎曲變形示意圖
在彎矩載荷下發(fā)生彎曲時產(chǎn)生的應(yīng)變:
連續(xù)油管一個起下工作過程中需進行3次彎曲和3次整直,整個工作過程中連續(xù)油管在滾筒位置彎曲一次,導(dǎo)向器位置彎曲兩次(圖6)。連續(xù)油管各段在導(dǎo)向器的彎曲半徑不會發(fā)生變化,本案例采用的導(dǎo)向器半徑為2 540 mm,按式(1)計算斷裂點3 275 m經(jīng)過導(dǎo)向器時的彎曲應(yīng)變?yōu)?.99%。連續(xù)油管各段因在滾筒的纏繞層數(shù)不同其彎曲半徑也會不同[9],其彎曲半徑的計算方法如圖7所示。
圖6 連續(xù)油管彎曲過程圖
圖7 連續(xù)油管在滾筒處彎曲半徑變化
當(dāng)連續(xù)油管纏繞到滾筒的n層時,其彎曲半徑如下。
式中:R'為連續(xù)油管的彎曲半徑,mm;Rg為滾筒芯軸半徑,mm;R為連續(xù)油管半徑,mm。
滾筒第n層能容納的連續(xù)油管長度,M為對取整,則:式中:Ln為滾筒第n層能容納的連續(xù)油管長度,mm;B為滾筒內(nèi)側(cè)寬度,mm;D為連續(xù)油管直徑,mm。
當(dāng)獲取到連續(xù)油管以及滾筒的幾何尺寸后,通過式(2)和式(3)即可計算滾筒裝載參數(shù)表。案例連續(xù)油管直徑為50.8 mm,使用的滾筒幾何尺寸內(nèi)側(cè)寬度2 200 mm,芯軸直徑2 030 mm,其計算結(jié)果見表2。根據(jù)表2本案例斷裂點3 275 m纏繞在滾筒時位于第8層,彎曲半徑1 348 mm,由式(1)可得斷裂點3 275 m在滾筒彎曲時的應(yīng)變?yōu)?.85%。
表2 連續(xù)油管滾筒裝載參數(shù)
因此,根據(jù)以上幾點可確定篩選出的國產(chǎn)連續(xù)油管焊縫失效案例符合Padron T等人提出的高應(yīng)變條件下焊縫失效典型案例的4項因素。
目前國際上常規(guī)的連續(xù)油管焊接方式分6種,按其性能由高到低排序分別為斜口焊接、錐度斜口焊接、軌道對接焊接、手動對接焊接、軌道錐度對接焊接和手動錐度對接焊接,隨著國產(chǎn)連續(xù)油管制造工藝的進步,現(xiàn)以斜口焊接為主。傳統(tǒng)的焊縫疲勞壽命修正系數(shù)對于同一類型的對接焊縫,無論其受到的應(yīng)變水平如何,采用統(tǒng)一降級的方式,降級的程度與焊接方式有關(guān),焊接的方式不同其焊縫疲勞壽命修正系數(shù)也不相同。目前國內(nèi)外連續(xù)油管焊縫處的疲勞壽命主要采用與母材疲勞壽命的比值來計算,對于斜口焊縫的疲勞壽命修正系數(shù)通常取值為80%[10]。篩選出的失效案例按傳統(tǒng)方法對焊縫疲勞壽命修正系數(shù)均按80%取值,修正后本案例連續(xù)油管疲勞消耗的分布如圖8所示。
圖8 采用傳統(tǒng)方法對焊縫疲勞壽命修正系數(shù)取值得到的連續(xù)油管疲勞消耗分布
根據(jù)Padron T等人提出的修正系數(shù)取值方法,導(dǎo)向器和滾筒兩處因彎曲應(yīng)變不同應(yīng)分別取值,案例連續(xù)油管各焊縫點疲勞壽命修正系數(shù)取值見表3。同時,根據(jù)表3各焊縫點在導(dǎo)向器和滾筒兩個位置分別取值后,案例修正后的連續(xù)油管疲勞消耗的分布如圖9所示。
圖9 按彎曲應(yīng)變對焊縫點疲勞壽命修正系數(shù)取值得到的連續(xù)油管疲勞消耗分布
表3 按彎曲應(yīng)變對焊縫點疲勞壽命修正系數(shù)取值
2016年,Padron T等人提出了根據(jù)彎曲應(yīng)變對焊縫疲勞壽命修正系數(shù)進行取值的方法,經(jīng)研究驗證其方法內(nèi)容中修正后斷裂點3 275 m處的疲勞消耗進入80%~90%現(xiàn)場應(yīng)用時的失效警戒區(qū)域,對于現(xiàn)場應(yīng)用具有一定指導(dǎo)價值。然而,此方法仍存在不足,在案例統(tǒng)計和試驗中,Padron T等人明確了此類失效還與連續(xù)油管承受了高內(nèi)壓有關(guān),但在取值時它又只考慮了彎矩載荷下連續(xù)油管焊縫部位發(fā)生彎曲時產(chǎn)生的應(yīng)變,忽視了實際工作中連續(xù)油管的應(yīng)變主要由內(nèi)壓和彎矩載荷耦合協(xié)作產(chǎn)生[11],所以采用彎曲應(yīng)變進行取值的方法,其結(jié)果是相對于母材,每個焊縫點的降級程度均在原80%的基礎(chǔ)上進一步降低。因此,考慮內(nèi)壓對焊縫疲勞壽命的影響,引入連續(xù)油管彎矩載荷和內(nèi)壓耦合作用下等效應(yīng)力的軸向應(yīng)變(后簡稱等效應(yīng)變)作為焊縫疲勞壽命修正系數(shù)取值依據(jù),然后觀察其結(jié)果。
Tomas Padron等人在實驗中對樣本施加的內(nèi)壓為41.37 MPa,故其鋼級CT110、外徑50.8 mm、壁厚4.8mm的連續(xù)油管彎曲應(yīng)變?yōu)?.40%對應(yīng)的等效應(yīng)變?yōu)?.56%,焊縫疲勞壽命修正系數(shù)取值為80%,同時彎曲應(yīng)變2.5%對應(yīng)的等效應(yīng)變?yōu)?.53%,焊縫疲勞壽命修正系數(shù)取值為60%。按此標(biāo)準(zhǔn)建立等效應(yīng)變與焊縫疲勞壽命修正系數(shù)取值的對應(yīng)關(guān)系,見表4。
表4 等效應(yīng)變與焊縫疲勞壽命修正系數(shù)對應(yīng)
根據(jù)表4的對應(yīng)關(guān)系,對本案例各焊縫點每次彎曲時的焊縫疲勞壽命修正系數(shù)分別取值,其修正后的連續(xù)油管疲勞消耗的分布如圖10所示。
圖10 采用等效應(yīng)變對焊縫疲勞壽命修正系數(shù)進行取值得到的連續(xù)油管疲勞消耗分布
最后,研究結(jié)果顯示,采用等效應(yīng)變對焊縫疲勞壽命修正系數(shù)進行取值,其3 275 m焊縫點的疲勞消耗達(dá)到97.1%,最接近理想值。分析原因,考慮與3 275 m焊縫點有26%的彎曲記錄壓力超過50 MPa有關(guān),因為這樣可導(dǎo)致3 275 m處的焊縫疲勞壽命修正系數(shù)取值不到60%,而其他焊縫點的疲勞壽命修正系數(shù)也呈現(xiàn)出受彎曲半徑和內(nèi)壓的雙重影響,所以更加符合焊縫失效與彎曲半徑和內(nèi)壓兩者皆存在相關(guān)性的特征。采用3種取值方法對本案例國產(chǎn)連續(xù)油管9個焊縫點的焊縫疲勞壽命修正系數(shù)的取值情況如圖11所示。
圖11 3種焊縫疲勞壽命修正系數(shù)取值方法各焊點的取值對比
并對其他類似的連續(xù)油管失效案例進行了研究,結(jié)果類似,但由于現(xiàn)階段我國深層頁巖氣的開發(fā)尚處于起步階段,相關(guān)案例較少且國內(nèi)還缺乏專門針對高強度、大管徑連續(xù)油管在高內(nèi)壓、大應(yīng)變的焊縫疲勞試驗報道,所以該研究結(jié)論尚缺乏足夠的數(shù)據(jù)支撐,未來需要更多的研究探討來進一步驗證。